Bài giảng Kết kấu thép - Chương 3: Dầm thép

10/2/2014
1
Tr−ờng đại học thuỷ lợi
Khoa công trình
Bộ môn kết cấu công trinh
=======
BÀI GiẢNG Kết cấu thép
GVHD Hồ Tiế Thắ
1
: ng n ng
Bộ mụn Kết Cấu Cụng Trỡnh 
Nội dung mụn học
• Chương 1: Cơ sở thiết kế kết cấu thộp
Ch 2 Liờ kết hà• ương : n n
• Chương 3: Liờn kết Bulụng
• Chương 4: Dầm thộp
• Chương 5: Cột thộp
• Chương 6: Dàn thộp
2
+ Bài tập nộp: 
4 DẦM THẫP
 4.1. Khỏi niệm chung
 4.2. Thiết kế dầm định hỡnh
 4.3. Thiết kế dầm ghộp
3
Đại học Thủy Lợi Bộ mụn Kết Cấu Cụng Trỡnh 
GVHD: Hồng Tiến Thắng
4.1. Khỏi niệm chung
4.1.1. Phân loại dầm:
• Định nghĩa: dầm là phân tố chủ yếu chịu uốn .
- Tiết diện : th−ờng dùng tiết diện chữ I, vì W/F = lớn.
• Phân loại:
- Dầm định hình: Chế tạo sẵn trong nhà máy, theo kích th−ớc 
quy định.
- Dầm ghép: Tiết diện ghép bằng các tấm thép, dùng liên kết 
4
hàn , đinh tán
10/2/2014
2
Ưu điểm Chế tạo nhanh, 
cấu tạo đơn giản,
liên kết đơn giản, chi phí không cao 
Nh−ợc điểm 
Dầm định hình
Chiều dày bản bụng b quá lớn 
so với yêu cầu chịu lực 
Dầm ghép
Kích th−ớc tuỳ chọn  Khả năng chịu lực lớn
Ưu điểm 
Nh−ợc điểm 
Tiết diệ ủ dầ ó thể th đổi hù hợ
Thiết kế phức tạp,
Chế tạo tốn công
 n c a m c ay p p 
với biểu đồ M 
tiết kiệm vật liệu
Chỉ khi nào không thể dùng đ−ợc dầm định hình mới dùng dầm ghép
Do EJy dễ 
bị mất ổn định tổng thể. 
4.1.2. Nguyên tắc tính toán:
• Trạng thái giới hạn 1: 
- C−ờng độ  = M/Wth  R
ổ- n định M/Wng  th = dR
• Trạng thái giới hạn 2: 
- Độ võng ftc/L  1/n0
4.1.3. Cách bố trí hệ dầm:
kiểu đơn giản kiểu phổ thông kiểu phức tạp 
Liên kết dầm phụ với dầm chính có 2 cách:
+ Dầm phụ đè lên dầm chính
+ Dầm phụ đặt bằng mặt với dầm chính 
Van cung dầm chính kiểu dầm L=7,5m H=5m
10/2/2014
3
-Từ sơ đồ kết cấu thực tế
4.2. Thiết kế dầm định hỡnh 
4.2.1. Chọn tiết diện:
thiết lập sơ đồ tính toán
6x5mM
-Vẽ biểu đồ M và Q
-Xác định mômen chống uốn yêu cầu mR
MWyc max
- Căn cứ vào bảng tra thép chọn số hiệu thép có: Wx > Wyc
Q
• Kiểm tra điều kiện bền
Ưng suất pháp: mRM 
4.2.2. Kiểm tra tiết diện chọn:
Wth
Ưng suất tiếp: c
bx
x mR
J
SQ  
max
Kiểm tra ứng suất cục bộ:
mRP 
Z = b +2h1 
Zb
cb 
Gia cố khi ưs cục bộ lớn ??
Đặt s−ờn chống
• Kiểm tra về độ võng (độ cứng):
0
1
nl
f TC 
• Kiểm tra ổn định tổng thể :
L
- Hiện t−ợng
P nhỏ dầm chỉ uốn quanh trục X
dầm o chỉ uốn quanh trục X 
ò ố h
P lớn
=> Làm cho dầm bị vênh, vặn vỏ dỗ  mất ôđ tổng thể
c n u n quan trục y 
và còn bị xoắn
-Điều kiện để dầm không bị mất ổn định tổng thể
mR
W
M
ngd
 
2
XJ 









o
Y
d l
hJ  = f()
2
0.54,1 


h
L
J
J
y
xoan
y
lo
loJxoan: Bảng 4.5 (trang 66)
Giải phỏp xử lý khi mất ễĐTT ??
L
Giảm L0
Tăng Jy Mở rộng bản cánh
10/2/2014
4
M<0,85Mmax 0,85Mmax<M<Mmax Tải trọng nhỏ
Dùng đ−ờng hàn Dùng đ−ờng hàn chỉ dùng
có 3 cách
4.2.3. Nối dầm định hình:
đối đầu đối đầu kết hợp 
bản ghép
bản ghép
ớ h h
h
N
N
T n n ư 
đh đối đầu 
chịu MQ
M=Mdh + Mbg
Mdh= W.Rkh
 M
bg
= M - M 
dh
N=M/h
Đh gúc chịu lực 
dọc
Ví dụ: Kiểm tra dầm đơn chịu tải trọng phân bố đều qtc = 20 kN/m, 
nq = 1,3. Tiết diện chữ IN040 có các đặc tr−ng hình học:
Jx = 18930 cm4 Jxoắn = 40,6 cm4
Jy = 666 cm4 Sx = 540 cm3
Wx = 947 cm3 b = 0,8 cm
R = 2100 daN/cm2 Rc = 1300 daN/cm2 , m =1, 1/n0=1/600
I
IN040- Kiểm tra c−ờng độ :
q = nq qtc=26kN/m
Mmax=117kNm Qmax=78kN
4
2 2max
2
2 2max
117.10 1235,48 / . 2100 /
947
78.10 .540 278 13 / 1300 /
th
x
M daN cm m R daN cm
W
Q S d N R d N
     
- Kiểm tra c−ờng độ:
, .
18930.0,8 cx b
a cm m a cm
J
     
- Kiểm tra độ võng:
600
1
n
1
706
1
18930.10.1,2
600.20.
384
5
JE
Lq.
384
5
L
f
o
6
3
x
3tctc

- Kiểm tra ổn định tổng thể :
R
W
M
ngd

12,21
40
600
666
6,40.54,1.54,1
22





h
L
J
J o
y
xoắn
125161221  α Ψ
Bảng 4.2 (trang 64)
,,
35,312,5.
8
99,255,399,2 
16 2,99
24 3,55
2 2
3 666 40. 3,35.10 . 0,524
18930 600
y
d
J h
J L
            
4
2 2117.10 2357,8 ( / ) . 2100( / )
0,524.947
x o
d
M daN cm m R daN cm
W
     
 Dầm bị mất ổn định tổng thể
10/2/2014
5
* Xỏc định chiều cao tiết diện h
Fc
4.3. Thiết kế dầm ghộp 
4.3.1. Xác định chiều cao của dầm ghép:
Điều kiện kinh tế
hmin
hkt
h = max(hkt, hmin)
- Chiều cao nhỏ nhất hmin
FbĐiều kiện độ cứng
1f Từ điều kiện độ võng t−ơng đối:
onL
Với dầm đơn chịu tải trọng phân bố đều: 
3( )5 1 (*)
384
tc tc
x o
p qf L
L E J n
  
Với: 
2
h.
R
M
2
hWJ maxycx 
2
max 8
p qM L
.
.
tc
p
tc
q
p p n
q q n


 
 
Thay vào (*)
5 tc tcR L  
min .24
o p qnh
E p q
  
- Chiều cao kinh tế hkt
Là chiều cao mà dầm có diện tích nhỏ nhất nh−ng vẫn đảm bảo 
chịu lực (W = const)
+ Nếu h   Fc  ; Fb ( vì W = const )
+ Nếu h   Fc  ; Fb 
C1: Vẽ biểu đồ quan hệ giữa diện tích 
tiết diện (F) và chiều cao dầm (h)
Chiều cao kinh tế của dầm (hkt) là giá trị ứng với Fmin
C2: F = f(h) = Fb + 2Fc ;  0
dh
dF
cực trị = hkt
 19
3 ycbkt W5,1h  trong đó đã biếtb chọn: 70  80 : dầm không s−ờn
100  160 : dầm có s−ờn
R
MWyc max
* Chiều cao của dầm: h = max (hkt, hmin)
Fc
Fb
4.3.2. Chọn tiết diện của dầm ghép:
* Chiều cao bản bụng của dầm: hb = 0,95h 
(lấy trũn bội số 50 mm)
ề* Chi u dày bản bụng b:
c
bx
R
J
Qs  
cb
b Rh
Q
2
3
1 - Theo điều kiện chống cắt: (bản bụng chịu toàn bộ lực cắt)
- Theo điều kiện độ mảnh bản bụng:
b
b
b
h
 2
=> Chiều dày bản bụng đ−ợc xác định: b = max (b1, b2)
(b đã đ−ợc chọn khi xác định hkt)
10/2/2014
6
Từ mụ men chống uốn yờu cầu:



 


23
2
2
12
22 c
cc
bbx
yc
h
b
h
hh
J
W 
a1
* Chiều rộng bản cỏnh của dầm:
- Theo điều kiện c−ờng độ:

thay: hc = hb + c ; h = hb + 2c
 2
3
6 ccc
bb
yc hb
hhW 
2
3
)(
6/
cbc
bbyc
c h
hhW
b 



Th điề kiệ ổ đị h bộ- eo u n n n cục :
12100 2100
30 15
c b
c
b a
R R
   Với:
21
bcba 
Có thể thay đổi chiều rộng bc, dày c của bản cánh, nh−ng giữ nguyên F
a1
* Chiều dày bản cỏnh của dầm:
mmhc )4020(02.0 
T−ơng tự nh− kiểm tra tiết diện dầm định hình
mR
W
M
th
 max c
bx
o mR
J
SQ  
max
4.3.3. Kiểm tra tiết diện đ∙ chọn:
* Kiểm tra c−ờng độ:
ứng suất pháp: ứng suất tiếp:
.
mR 22 3
* Kiểm tra độ cứng (độ võng) :
ép cục bộ: R
z
Pn
b
 với z = b + 2c và n = 1
Dầm đơn chịu tải trọng phân bố đều 3
tctctc 1L
pq5f   
Tổng hợp:
ox
tctctc
n
Lk
JE
pq
L
f 1
25
31
384
5 3
3


   
x
ox
J
JJ
k
 Jo Jx
∆
Xét đến sự thay đổi tiết diện
ox nJE384L
( Jo Jx hoặc ho  0,4h ) 16
* Liên kết giữa bản bụng và bản cánh:
Tại nơi tiếp xúc giữa bản cánh và bản bụng: lực cắt trên một đơn vị dài
c
b
QS
T 
xJ
Khả năng chịu cắt của đ−ờng hàn:
  hghhc RhT 2
Yêu cầu:  hcTT 
 hgh
x
c Rh
J
SQ 2 h
gx
c
h RJ
QSh 2
10/2/2014
7
* Kiểm tra ổn định tổng thể:
Cách kiểm tra nh− dầm định hình, Jxoắn xác định nh− sau:
R
W
M
ngd
  33 233,1 ccbbxoan bhJ   12b2J
3
cc
y




 


 3
32
2
18
cc
bb
c
co
b
h
hb
L


2
0.54,1 


h
L
J
J
y
xoan
Bảng 4.2 (trang 64) => 
2
XJ 









o
Y
d l
hJ
Hiện t−ợng mất ổn định cục bộ
II
* Kiểm tra ổn định cục bộ:
b
Hiện t−ợng từng phần của bản mỏng bị uốn cong
nh− trên gọi là hiện t−ợng mất ổn định cục bộ 
Nguyên nhân
Ứng suất tới hạn < ứng suất chảy
Nguyờn nhõn
I II III
M
Q
Xuất hiện 3 vùng
I – Q lớn , M 0 ()
III – M lớn Q 0 ( )
.
ƯS tới hạn > c ƯS tới hạn = c ƯS tới hạn < c
Tấm bị phỏ hoại 
bởi cường độ 
Tấm bị phỏ hoại 
bởi cường độ 
Tấm bị mất ụđcb 
trước khi 
II – M,Q đều khá lớn ( -)
trước khi bị mất 
ụđcb
đồng thời bị mất 
ụđcb
bị phỏ hoại bởi 
cường độ
nguy hiểm khú nhận biết sớm phỏ hỏng kết cấu
Công thức xác định ứng suất tới hạn trong tấm chữ nhật:
hoδ
Theo lý thuyết ổn định
th
Tỉ lệ thuận với chiều dày ,
Tỉ lệ nghịch với bề rộng bản ho
phụ thuộc vào liên kết xung quanh chu vi Ko
σth
Cụ thể cho 3 mô hình liên quan đến dầm:
d
c
ho

ho


3
2
2 10.
10095,025,1 




 
dth


d
cd – Cạnh ngắn
3
2
10.
100
08,0 



o
th h

daN/cm2
23
2
/10.
100
cmdaN
h
K
o
oth 


 
Ko phụ thuộc liên kết chu vi
10/2/2014
8
a. ổn định cục bộ của bản cánh
a1

q
F= qc
a1
2
3
1
1000,08.10 .cth a
     
Để cánh nén của dầm không bị mất ổn định cục bộ thì: th  c
Xét tới á ế tố
c
2/240010.10008,0 3
2
1
cmdaN
a
c 


  (CT3) 257,181 
c
a

 c c y u :
+Thực tế liên kết giữa bản cánh và bản bụng không phải hoàn ngàm cứng
+Trong bản cánh ngoài ứng suất pháp còn có ứng suất tiếp
+ Bản cánh không hoàn toàn phẳng
+ Thép khác thép CT3
R
a c
2100151 
b. ổn định cục bộ của bản bụng
I II III
M
Xuất hiện 3 vùng
I – Q lớn, M 0 ()
QIII – M lớn Q 0 ( )
II – M,Q đều khá lớn ( -)
.Mất ổn định do ứng suất tiếp  - vùng I
hb
3
2
2 10.
10095,025,1 




 
d
b
th


bh
L
Ngan
Dai  095,0 2 
3
2
b
b
th 10.h
100
25,1 


 
L
2400.6,06,0
3
10.10025,1 3
2



 ccc
b
b
th h

90
1440
10.100.25,1 32 
b
b
b
h

Điều kiện ÔĐCB do ứng suất tiếp
70
h
b
b 
b
R
h
b
b 210070QP
 aKhi => gia cố bằng s−ờn đứng
amax = 2hb nếu b = hb/b >100
amax = 2,5hb nếu b = hb/b  100
b bs
s
bssbs
Mất ổn định do ứng suất pháp 
MM
23
2
/10.100 cmdaN
h
K
b
b
oth 


 
với Ko = f() 
3




b
c
b
c
h
bC 

Tấm cứng
hb
δb
0,8 1 2
Ko 6,3 6,62 7,0

C- hệ số phụ thuộc liên kết 
cánh nén với các bộ phận khác 
C= 2 C=∞
a/
b/
10/2/2014
9
2/240010.100 3
2
cmdaN
h
k c
b
b
oth 


 
Bụng dầm không bị mất ổn định cục bộ khi
0,8 1 2
Ko min = 6,3
 162
b
bh
 R
2100160
h
b
b QP

Ko 6,3* 6,62 7,0
160b
b
h
 
gia cố s−ờn dọc 
 a
Mất ổn định do tác dụng liên hợp của ứng suất pháp và tiếp (  , )
m
2
b
2
b 


 


 
Điều kiện ổn định cục bộ đ−ợc xác định bởi công thức
thth   
bb
b h
Q
 
n
x
b yJ
M
21
a1 ≤ hb a2 ≥ hb
hb
yn
a≤ hb M lấy ở giữa ô.
a>hb M lấy ở giữa ô hình
vuông có cạnh là hb và lấy
lệch về phía mô mên lớn.
M
QQ1
M1
Q2
M2
Q luôn lấy ở giữa ô
với Ko = f()
3



 ccbC 
2/10.100 3
2
cmdaN
h
k
b
b
oth 


 
m
2
th
b
2
th
b 










 bbh 
0,8 1 2..
Ko 6,3 6,62 7..
 
2/10)100)(95,025,1( 322 cmdaNd
b
th

 
Ví dụ Xác định M để tính σb của ô số 4 với P=88KN
4
Vẽ biểu đồ M
2P2P 4
1,5m
hb
3P
M 9P
12PM
Z=1,5x4-0,5 =5,5m